岑康 鄧宇凡 劉丹 宋斌 王磊 羅飛

1.西南石油大學(xué)土木工程與測繪學(xué)院 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)建筑學(xué)院 3.成都深冷液化設(shè)備股份有限公司

各類大中型天然氣場站常采用放空管來實現(xiàn)緊急事故或正常維修工況下的天然氣放空燃燒,確保生產(chǎn)安全并保護(hù)環(huán)境。目前,天然氣放空管常用的點火裝置主要有地面外傳火點火、高空電點火和地面爆燃點火等[1-6]。地面外傳火點火裝置只能就地操作,無法遠(yuǎn)程點火,操作不便,已逐步淘汰。高空電點火裝置目前最為常用,但由于日曬雨淋,點火線圈故障頻發(fā),且安裝在放空管口,高空維修作業(yè)風(fēng)險高[7]。

近年來,地面爆燃點火裝置由于無需高空維修作業(yè),同時可遠(yuǎn)程點火,正逐步得到推廣應(yīng)用。其工作原理如圖1所示:壓縮空氣和燃料氣分別通過各自管路進(jìn)入爆燃發(fā)生室,混合后進(jìn)入傳火管;當(dāng)混合氣體體積分?jǐn)?shù)達(dá)到爆燃范圍時,利用爆燃發(fā)生室內(nèi)的電點火裝置點燃混合氣體,經(jīng)傳火管將火焰?zhèn)鞯椒趴展芸诟浇?引燃放空天然氣[8]。然而,由于目前對傳火管爆燃傳火機理認(rèn)識不足,缺乏針對性的設(shè)計、安裝與操作指引,導(dǎo)致目前地面爆燃點火裝置普遍存在一次點火成功率低的問題,限制了該技術(shù)的推廣應(yīng)用。

目前,針對狹長管道、隧道等內(nèi)的可燃?xì)怏w爆炸過程已開展了大量實驗與數(shù)值模擬研究:如采用FLUENT研究狹長密閉管道內(nèi)汽油空氣混合物的預(yù)混火焰?zhèn)鞑ヌ匦訹9-12],以及管內(nèi)燃?xì)獗蓟鹧婧蛪毫Σ▊鞑ヒ?guī)律[13];采用FLACS模擬隧道內(nèi)油氣爆炸過程[14],以及密閉空間內(nèi)丙烷-空氣混合物的湍流火焰?zhèn)鞑ミ^程[15];采用AutoReaGas模擬直巷道內(nèi)瓦斯爆炸[16];對狹長通道中瓦斯爆炸沖擊波的傳播特征進(jìn)行實驗研究[17-18]。但尚未見針對地面爆燃點火裝置傳火機理及其點火性能評價方面的文獻(xiàn)報道。

本研究以典型天然氣放空管地面爆燃點火裝置傳火管為研究對象,嘗試采用FLACS定量分析傳火管點火動態(tài)過程,探討傳火管內(nèi)的可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)、充裝率、傳火管長度對點火性能的影響,為天然氣放空管地面爆燃點火裝置的優(yōu)化設(shè)計、安裝固定與點火操作提供理論支撐。

1 數(shù)值模型

1.1 基本方程

FLACS將湍流和化學(xué)反應(yīng)耦合,在三維笛卡爾網(wǎng)格下采用有限體積法求解可壓縮氣體的N-S方程,并配合邊界條件求解計算區(qū)域中的超壓、火焰速度和燃料消耗量等變量值。其基本控制方程如式(1)[19]:

式中:φ為通用求解變量,主要包括質(zhì)量、動量和能量;ρ為氣體密度,kg/m3;xj為j方向上的長度坐標(biāo),m;ui為i方向上的速度矢量;Γφ為擴散系數(shù);Sφ為源項。

在FLACS中,可燃?xì)怏w的燃燒模型主要由火焰模型和燃燒速度模型組成[19]。在可燃?xì)怏w燃爆過程中,通常采用β火焰模型,以確?；鹧嬉砸欢ǖ乃俣认蛩闹軘U散傳播。其中,火焰面的厚度約為網(wǎng)格尺寸的3～5倍。

燃燒速度模型包括層流燃燒速度模型、準(zhǔn)層流燃燒速度模型和湍流燃燒速度模型[19]。其中,層流燃燒速度模型為:

式中:SL為層流燃燒速度,m/s;SL0為指定參考壓力下的燃燒速度,m/s;p0為參考壓力,Pa;rp為層流燃燒速度的壓力指數(shù)。

準(zhǔn)層流燃燒速度模型為:

式中:SQL為準(zhǔn)層流燃燒速度,m/s;u′為湍流速度脈動的均方根,m/s;l為湍流長度,m。

湍流燃燒速度模型為:

式中:ST為湍流燃燒速度,m/s。

FLACS模擬爆炸過程中,不同燃燒階段選擇的燃燒速度由式(5)確定:

式中:Sv為選擇的燃燒速度,m/s。

1.2 物理模型與計算域

天然氣放空管高度一般介于20～30 m。在后續(xù)分析中如無特別說明,均假設(shè)傳火管高度為25 m,其內(nèi)孔尺寸為0.1 m×0.1 m,如圖2所示。由于爆燃發(fā)生室位于傳火管底部,且其長度和容積與傳火管相比均很小,對傳火管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^程影響不大。為簡化起見,將地面爆燃裝置點火與傳火系統(tǒng)簡化為底端封閉、上端開口的等截面管道,點火源位于管道底部。幾何模型與坐標(biāo)系如圖2所示。

燃料氣組分如表1所列,與空氣均勻混合后充裝于傳火管內(nèi)。計算域初始壓力為1.01×105Pa,初始溫度20℃,重力加速度9.8 m2/s。計算域Z=0 m邊界條件為EULER,其余邊界條件均為PLANE_WAVE。傳火管內(nèi)外壁面均采用無滑移邊界條件,法向壓力、溫度、密度梯度均為0。由于傳火管較長,傳火過程中壁面存在較大熱損失,采用六通量熱輻射模型來考慮傳火管內(nèi)高溫燃燒產(chǎn)物與低溫壁面之間的傳熱[19]。為便于分析傳火管內(nèi)不同位置處的壓力、溫度、速度等參數(shù)變化規(guī)律,設(shè)置3個監(jiān)控點,分別位于傳火管中軸線的底部MP1(0.07,0.07,0.50)、中段MP2(0.07,0.07,12.50)和上端管口處MP3(0.07,0.07,25.00),如圖2所示。

表1 燃料氣組分

為了平衡計算精度與計算成本,分別開展了計算域和網(wǎng)格敏感性分析。計算域敏感性分析結(jié)果詳見圖3和表2,網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果詳見圖4和表3。需要說明的是,由于FLACS中相鄰網(wǎng)格的拉伸倍數(shù)不宜超過1.2倍[19],因此,僅對計算核心區(qū)(傳火管)之外的網(wǎng)格沿X、Y、Z方向分別進(jìn)行了1.1倍、1.2倍拉伸方案的討論。從圖3、圖4、表2和表3可知,計算域方案No.4和網(wǎng)格方案No.6,在保證精度的同時,可顯著節(jié)約計算時長。因此,確定后續(xù)分析計算域為方案No.4,網(wǎng)格為方案No.6。

表2 計算域敏感性分析結(jié)果

表3 網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果

1.3 模型驗證

為驗證本研究數(shù)值模型設(shè)置方法的合理性,建立了與Hisken等[20]實驗完全相同的容器。其幾何尺寸為6 m×1.2 m×1.2 m,一端開口一端封閉,物理模型與計算域詳見圖5。點火源位于容器正中心,點火前其內(nèi)充滿了體積分?jǐn)?shù)為5.2%的丙烷-空氣預(yù)混可燃?xì)怏w。開口端開啟壓力為1×103Pa,計算域初始壓力為1.01×105Pa,初始溫度為20 ℃,重力加速度為9.8 m2/s。計算域Z=0 m及X=-6 m邊界條件為EULER,其余邊界條件均為PLANE_WAVE。容器內(nèi)外壁面均采用無滑移邊界條件,法向壓力、溫度、密度梯度均設(shè)為0。

將本研究數(shù)值模擬結(jié)果與Hisken結(jié)果進(jìn)行對比,結(jié)果如圖6所示。由圖6可知,二者超壓峰值誤差在3.4%以內(nèi),吻合良好,驗證了初始邊界條件等參數(shù)設(shè)置的合理性。

2 結(jié)果與討論

2.1 傳火管傳火動態(tài)過程

以傳火管內(nèi)全部充滿體積分?jǐn)?shù)為9.5%的可燃?xì)怏w為例,來分析傳火管傳火動態(tài)過程。圖7為傳火管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^程,圖8和圖9分別為不同監(jiān)測點爆炸超壓和升壓速率的時程曲線。

由圖7～圖9可知,當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.017 s后,點火源附近的溫度迅速上升,火焰面以層流速度由點火源向周圍傳播,火焰鋒面呈較光滑的半球形。當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.097 s后,因受傳火管內(nèi)壁面冷卻效應(yīng)的影響,火焰鋒面徑向燃燒速度小于軸向燃燒速度,形成拉長的指形火焰結(jié)構(gòu)。此時燃燒釋放的能量增多,導(dǎo)致管內(nèi)氣體膨脹,傳火管底端監(jiān)控點MP1和中段監(jiān)控點MP2的壓力迅速上升,但此時尚未傳導(dǎo)至上端管口監(jiān)控點MP3。隨著火焰鋒面繼續(xù)向上端管口處傳播并持續(xù)快速釋放熱量,燃燒速度也不斷加速,使MP3處壓力在短時間內(nèi)迅速攀升。當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.16 s后,火焰鋒面到達(dá)管口,MP3處超壓峰值達(dá)到2×105Pa。在傳火過程中,傳火管內(nèi)的平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?55 m/s,為典型爆燃過程。

在火焰鋒面剛出管口時,由于傳火管內(nèi)壓力大大高于外界環(huán)境壓力,推動管內(nèi)燃燒產(chǎn)物快速噴射出管口,傳火管內(nèi)壓力快速下降,MP1處產(chǎn)生最低達(dá)-4×104Pa的負(fù)壓。此后,出管口后的火焰鋒面繼續(xù)燃燒之前從傳火管管口擠排出的未燃?xì)怏w。由于劇烈燃燒產(chǎn)生的熱浮力對流效應(yīng)[21],導(dǎo)致火焰鋒面形狀產(chǎn)生顯著改變,周圍往上翹曲。火焰表面積與體積均達(dá)到最大,此時對放空天然氣具有最強的點火能力。當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.9 s后,溫度高于天然氣燃點(923 K)的火焰全部消失,已不可能點燃放空天然氣。

此外,由圖9可知,在傳火過程中傳火管內(nèi)的最大升壓和降壓速率分別高達(dá)1.904×108Pa/s和-2.795×108Pa/s。壓力的急速變化將導(dǎo)致傳火管產(chǎn)生劇烈抖動。因此,在設(shè)計傳火管時,應(yīng)充分考慮可能出現(xiàn)的最大超壓峰值和升壓、降壓速率,確保其具備足夠的承壓能力,且在安裝時應(yīng)固定牢靠。

2.2 點火性能影響因素分析

傳火管出口火焰溫度必須在天然氣燃點以上,才可能點燃放空天然氣,且點火火焰表面積越大,成功點燃放空天然氣的可能性就越大。但由于在FLACS軟件中無法提取火焰表面積的定量數(shù)據(jù),因此,本研究通過提取傳火管出口中心二維立面上(XZ平面)、溫度在923 K以上的最大火焰周長來定量表征地面爆燃點火裝置的點火性能。

2.2.1傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)

為研究可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)對點火性能的影響,分別模擬傳火管內(nèi)充滿體積分?jǐn)?shù)為6.0%、7.0%、8.0%、9.0%、9.5%、10.0%、11.0%、12.0%和13.0%9種不同可燃?xì)怏w的爆燃過程,如圖10所示。

由圖10可知,隨著可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)的增加,最大火焰周長呈先增大后減小的趨勢,且當(dāng)體積分?jǐn)?shù)為9.5%時,對應(yīng)的最大火焰周長最長,引燃放空天然氣的概率越大,點火性能也越好。這是由于可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)過高或過低時,都會造成可燃?xì)怏w或空氣大量過剩,過量的可燃?xì)怏w或空氣對火焰?zhèn)鞑ビ欣鋮s作用,導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俣认陆?對應(yīng)的火焰表面積也會隨之減小[22]。此外,最大火焰周長在體積分?jǐn)?shù)為9.5%兩側(cè)并不對稱,右側(cè)的最大火焰周長顯著高于左側(cè)的最大火焰周長。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因在于,當(dāng)可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)大于9.5%時,火焰在傳火管內(nèi)傳播過程中,更多的可燃?xì)怏w被擠排出傳火管進(jìn)入外部空間。因此,當(dāng)火焰?zhèn)鞑ブ凉芡鈺r,產(chǎn)生的最大火焰周長也會更長。

此外,隨著可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)的增大,傳火管內(nèi)最大超壓峰值也呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。當(dāng)可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)接近9.5%時,傳火管內(nèi)最大超壓峰值高達(dá)2.5×105Pa[23-24]。顯然,為提高地面爆燃點火裝置的點火成功率,應(yīng)使傳火管內(nèi)的可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)盡量接近9.5%。然而,如圖1所示,目前投入工業(yè)應(yīng)用的地面爆燃點火裝置可燃?xì)怏w和壓縮空氣進(jìn)口管路均沒有設(shè)置相應(yīng)的流量計量儀表,無法準(zhǔn)確獲知傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w的體積分?jǐn)?shù),全憑操作人員經(jīng)驗來進(jìn)行混氣點火作業(yè)。這是造成地面爆燃點火裝置一次點火成功率普遍不高的重要原因之一。

2.2.2傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w充裝率

為研究傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w充裝率對點火性能的影響,在管內(nèi)天然氣體積分?jǐn)?shù)均設(shè)為9.5%的情況下,分別模擬傳火管在10%～100%等10種不同可燃?xì)怏w充裝率下的爆燃過程。可燃?xì)怏w充裝率定義為Φ=l/L,其中l(wèi)表示傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w充裝長度,L表示傳火管總長度。獲得不同可燃?xì)怏w充裝率下的最大火焰周長和最大超壓峰值如圖11所示,傳火管外最大可燃?xì)庠企w積如圖12所示。

由圖11可知,當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率低于10%時,傳火管內(nèi)火焰將不能傳播至管口,無法成功引燃放空氣體。當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率從10%增加到40%時,最大火焰周長將快速增加。但當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率高于40%后,最大火焰周長的增大趨勢變緩。這是由于在不同可燃?xì)怏w充裝率下,擠排出傳火管外的可燃?xì)庠企w積變化所致,如圖12所示。此外,傳火管內(nèi)最大超壓峰值的變化規(guī)律與最大火焰周長變化基本一致。當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率高于40%后,傳火管內(nèi)最大超壓峰值變化很小。

因此,為提高地面爆燃點火裝置的點火成功率,應(yīng)在傳火管內(nèi)充裝體積分?jǐn)?shù)為9.5%的可燃?xì)怏w,且其充裝率應(yīng)至少在40%以上。為達(dá)到這一目標(biāo),需要在可燃?xì)怏w和壓縮空氣進(jìn)口管路上分別配置流量計量儀表,并根據(jù)傳火管內(nèi)腔體積,確定合理的充裝量或充裝時間。

2.2.3傳火管長度

為研究傳火管長度對點火性能的影響,分別模擬在15～40 m等6種長度傳火管內(nèi)充滿體積分?jǐn)?shù)為9.5%的可燃?xì)怏w情形下的爆燃過程,獲得傳火管長度對點火性能的影響(見圖13)。

由圖13可知,最大火焰周長隨傳火管長度的增大而減小,即傳火管點火性能隨傳火管長度的增大而變差,尤其在傳火管長度大于35 m后將快速惡化。這是因為隨著傳火管長度的增大,管壁對火焰的冷卻作用也會隨之增大,進(jìn)而導(dǎo)致最大火焰周長減小。此外,隨著傳火管長度的增大,傳火管內(nèi)最大超壓峰值先減小后增大。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于:當(dāng)傳火管長度小于25 m時,此時KV(KV=AV/V2/3,其中AV表示傳火管管口截面積,V表示傳火管內(nèi)的幾何容積)值相對較大,超壓峰值主要由外部爆炸產(chǎn)生[25]。在傳火管長度繼續(xù)增加而其管口尺寸保持恒定的情況下,外部爆炸產(chǎn)生的壓力波在傳播回傳火管內(nèi)部時可得到更大緩沖,進(jìn)而降低外部爆炸對超壓峰值的影響。而當(dāng)傳火管長度大于25 m時,此時KV值相對變小,超壓峰值的主導(dǎo)因素則變?yōu)閭骰鸸芄芸跀D排出的未燃?xì)怏w瞬時流量[25]。此時,隨著傳火管長度的增加,傳火過程中通過管口擠排出的未燃?xì)怏w瞬時流量也增大,湍流效應(yīng)越明顯,使得管內(nèi)可燃?xì)怏w燃燒速率增大,導(dǎo)致超壓峰值隨傳火管長度的增加而增大。

因此,從傳火管點火性能角度看,在放空管高度即傳火管垂直高度一定的情況下,應(yīng)將傳火管爆燃發(fā)生室盡量布置在靠近放空管下端的位置,以達(dá)到減小傳火管總長度的目的,進(jìn)而改善點火性能。

3 結(jié)論

(1)通過合理設(shè)置計算域、網(wǎng)格和初始邊界條件,利用FLACS軟件來模擬地面爆燃點火裝置傳火管內(nèi)的可燃?xì)怏w爆燃點火過程是可行的。

(2)傳火管內(nèi)的平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?55 m/s,為爆燃過程。在傳火過程中,傳火管內(nèi)的最大超壓峰值高達(dá)2.5×105Pa,最大升壓和降壓速率分別高達(dá)1.904×108Pa/s和-2.795×108Pa/s。在設(shè)計地面爆燃點火裝置時,應(yīng)確保傳火管具有足夠的承壓能力,且應(yīng)固定牢靠。

(3)為提高地面爆燃點火裝置的點火成功率,傳火管內(nèi)應(yīng)充滿體積分?jǐn)?shù)接近9.5%的可燃?xì)怏w,且其充裝率應(yīng)至少在40%以上。地面爆燃點火裝置的可燃?xì)怏w和壓縮空氣進(jìn)口管路應(yīng)分別增設(shè)流量計量儀表,以確保傳火管內(nèi)調(diào)制出合適的可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)與充裝率。

(4)傳火管的點火性能隨其長度的增大而變差,尤其在傳火管長度大于35 m后將快速變差。建議將爆燃發(fā)生室盡量布置在靠近放空立管下端的位置,以達(dá)到減小傳火管總長度、改善點火性能的目的。